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TEMA 2.22 SOLDEO ENTRE MATERIALES DISIMILARES

IWE–MÓDULO 2

En la elaboración de este texto han colaborado: D. Charles Vega Schmidt

SOLICITUD DE COLABORACIÓN: MEJORA DE LA CALIDAD CESOL agradecerá la comunicación de las posibles erratas que puedan aparecer en el texto. Dicha información podrá remitirse a: [email protected]

Este texto es propiedad integrar de la Asociación Española de Soldadura y Tecnologías de Unión, en adelante CESOL. Queda terminantemente prohibida cualquier reproducción del mismo sin autorización expresa por parte de CESOL.

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ÍNDICE 1. FUNDAMENTOS ................................................................................................................................... 1 1.1. UNIÓN BLANCO CON NEGRO........................................................................................................................ 1 1.2. REQUISITOS DEL SOLDEO DE ACEROS DE BAJA ALEACIÓN ..................................................................................... 2 1.2.1. Precalentamiento y control de la temperatura entre pasadas. ..................................................... 2 1.2.1.1. El carbono equivalente: .......................................................................................................... 3 1.2.2. Rango favorable del tiempo t8/5..................................................................................................... 3 1.2.3. Proceso de soldeo y sus parámetros. ............................................................................................. 4 1.2.4. Selección del material de aportación. ............................................................................................ 4 1.2.5. Tratamiento térmico post soldeo. ................................................................................................. 4 1.3. REQUISITOS DEL SOLDEO DE ACEROS DE ALTA ALEACIÓN..................................................................................... 4 1.3.1. Soldeo de aceros austeníticos ........................................................................................................ 4 2. USO DE LOS DIAGRAMAS SCHAEFFLER Y DE LONG PARA EL SOLDEO DE METALES DISÍMILES .............. 5 2.1. DIAGRAMA WCR. ..................................................................................................................................... 6 2.1.1. Medición de la ferrita. ................................................................................................................... 7 2.2. RELACIÓN DEL DIAGRAMA DELONG CON EL DIAGRAMA DE SCHAEFFLER................................................................. 8 2.3. ESTRUCTURAS EN EL DIAGRAMA DE SCHAEFFLER .............................................................................................. 8 2.3.1. Determinar el equivalente cromo y níquel del metal base y de aporte para situarlos en el diagrama. ................................................................................................................................................ 9 2.3.2. Trazar el segmento que une ambas partes. .................................................................................. 9 2.3.3. Conseguir medidas representativas de la dilución relativa entre metal base, metal de aporte. ... 9 3. SELECCIÓN DE PROCESOS DE SOLDEO. ................................................................................................ 9 4. EFECTOS DE LA DILUCIÓN ...................................................................................................................10 4.1. DILUCIÓN Y PROCESOS DE SOLDEO ............................................................................................................... 10 4.2. DILUCIÓN EN LAS UNIONES DISÍMILES ........................................................................................................... 11 4.3. RANGO DE DILUCIÓN PARA DIFERENTES PROCESOS DE SOLDEO .......................................................................... 12 5. CONSUMIBLES ....................................................................................................................................12 6. PROBLEMAS DE SOLDABILIDAD Y MEDICIONES (FORMACIÓN DE COMPUESTOS INTERMETÁLICOS, DIFUSIÓN DE CARBONO) .........................................................................................................................14 6.1. LA INTERFASE EN LA CONDICIÓN DE SOLDADURA............................................................................................. 15 6.2. LA INTERFASE TRAS EL TRATAMIENTO TÉRMICO DE POSTSOLDADURA .................................................................. 15 7. APLICACIONES TÍPICAS .......................................................................................................................17 8. UNIONES DE ACERO INOXIDABLE Y ACERO AL CARBONO ...................................................................17 8.1. CLASIFICACIÓN DE LAS UNIONES DISÍMILES EN FUNCIÓN A LOS REQUISITOS DE SERVICIO.......................................... 18 8.1.1. Uniones blanco con negro del grupo I ......................................................................................... 18

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8.1.2. Uniones B/N del grupo II .............................................................................................................. 19 8.1.3. Uniones B/N del grupo III ............................................................................................................. 19 8.2. EJEMPLOS EN EL DIAGRAMA DE SCHAEFFLER. ................................................................................................. 20 8.2.1. Unión de un acero S355J2G3, con un acero X 6 Cr Ni Ti 18 10 (W.Nr. 1,4541) con un electrodo 1,4370. ................................................................................................................................................... 20 8.2.2. Unión de un acero S355J2G3, con un acero X 6 Cr Ni Ti 18 10 (W.Nr. 1,4541) con un electrodo básico AWS A5,9 E 309L......................................................................................................................... 21 8.3. CONSUMIBLES DE ALEACIONES NI-CR-FE ...................................................................................................... 22 8.3.1. Interfase ....................................................................................................................................... 22 9. UNIONES DE ALEACIONES DE COBRE-NÍQUEL CON ACERO AL CARBONO / ACERO INOXIDABLE ......... 25 10. UNIONES DE ALEACIONES DE NÍQUEL CON ACERO AL CARBONO. .................................................... 29 11. UNIONES DE ACERO INOXIDABLE Y ALEACIONES DE COBRE ............................................................. 30 12. UNIONES DE ACERO CON ALUMINIO / ALEACIONES DE ALUMINIO.................................................. 32 13. UNIONES DE COBRE CON ALUMINIO / ALEACIONES DE ALUMINIO. ................................................. 34 14. UNIONES DE NÍQUEL CON COBRE. ................................................................................................... 34

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1. FUNDAMENTOS Las condiciones de servicio de un componente soldado, pueden variar notablemente de una zona a otra, haciendo que la unión de metales distintos sea un requisito del diseño y la construcción. La diferencia entre estos metales puede ser química (aleaciones de composición distinta), metalúrgica (aceros al carbono frente aceros inoxidables austeníticos) y mecánica (propiedades mecánicas distintas). En el argot de la soldadura, se denomina acero negro a todo tipo de acero al carbono, mientras que al acero inoxidable por su aspecto superficial, se le denomina también como acero blanco. Por lo tanto, a la unión de ambos tipos de acero se le conoce también como la unión blanco con negro. Acero negro: Acero de baja aleación o acero estructural (< 5% de elementos de aleación). La superficie es oscura o negra, no es resistente a la corrosión. Acero blanco: Acero de alta aleación, principalmente, aceros inoxidables. La superficie es blanca, brillante, y resistente a la corrosión. Tabla 1. Posibilidades de unión con aceros disímiles

Tipos de aceros al carbono (negros)

Tipos de aceros inoxidables (blancos)

Aceros estructurales según la Norma EN 10025

Aceros austeníticos al cromo níquel, resistentes a la corrosión según la Norma EN 10088

Aceros resistentes a la termofluencia (aceros térmicos resistentes al creep) según la Norma EN 10028

Aceros ferríticos al Cromo según la Norma EN 10088

Aceros de grano fino y de alto límite elástico según la Norma EN 10028

Aceros austeníticos al cromo níquel resistentes a la termofluencia.

Acero naval para la construcción de barcos.

Aceros resistentes a alta temperatura (refractarios).

Aceros fundidos.

Aceros Criogénicos.

Aceros resistentes a la intemperie.

Aceros al Cr Ni fundidos.

1.1. Unión Blanco con Negro Existen cerca de 1000 tipos de aceros estructurales y de baja aleación, laminados en caliente, forjados o fundidos. Entre los aceros de alta aleación existen más de 500 tipos o aleaciones. Por lo tanto el número de posibilidades de unión de aceros disímiles, blanco con negro es de 500,000. Es imposible que por la diversidad de aleaciones a unir entre los tipos de aceros negros y aceros blancos, los materiales de aportación puedan ser más de un millón. Esto ya se ha Curso de formación de Ingenieros Internacionales de Soldadura–IWE

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estudiado a profundidad, pues existen aleaciones de materiales de aportación, que son compatibles con varios tipos de metales. La solución adecuada consiste entonces, en la selección correcta del material del consumible y en una apropiada aplicación durante el soldeo. El problema principal es la dificultad de lograr la homogeneidad de la unión de aceros disímiles, puesto que ésta depende de tres zonas típicas de la unión soldada.

S275JO

1,4301

Metal Base 1 (acero al carbono o de baja aleación, por ejemplo; S275JO) Metal Aportado (soldadura cuya composición química es la mezcla de a + c + consumible) Metal Base 2 (acero de alta aleación por ejemplo W Nr. 1,4301) Figura 1. Unión disímil entre un acero S275JO y otro Nr. 1,4301 (AISI 304)

Cada una de éstas zonas es de vital importancia en la unión, porque cada metal base tiene unos requisitos de soldabilidad, condiciones de servicio, propiedades mecánicas, químicas y metalúrgicas que la unión, mediante un material de aportación, deberá satisfacer. La homogeneidad de la unión, es imposible de obtener en el soldeo de materiales disímiles, porque a diferencia de las uniones de metales iguales, en toda unión disímil no se puede obtener: Homogeneidad química. (En la unión disímil existen tres composiciones diferentes). Homogeneidad mecánica. (Son tres aleaciones con diferentes propiedades mecánicas). Homogeneidad metalúrgica. (Son tres estructuras metalográficas diferentes). Para soldar aceros disímiles se debe entender los problemas del soldeo de ambos aceros, debido a que las características de soldabilidad individuales no siempre son compatibles en el conjunto. En las uniones disímiles se deberá combinar la mejor alternativa para ambos aceros, sacrificando algunas de las ventajas de soldar cuando se unen individualmente aceros del mismo tipo.

1.2. Requisitos del soldeo de aceros de baja aleación Para soldar aceros de baja aleación existen las siguientes reglas fundamentales:

1.2.1. Precalentamiento y control de la temperatura entre pasadas. Además de reducir la formación de fases duras en la ZAT, el precalentamiento es importante para impedir la formación de grietas por la difusión de hidrógeno.

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Existen diversas fórmulas empíricas para determinar la temperatura de precalentamiento mediante el carbono equivalente.

1.2.1.1. El carbono equivalente: Una de las fórmulas más aceptadas a nivel internacional es la del instituto ISO, publicada también en la Norma UNE EN 1011-2:2001 Ecuación 1

Una vez conocido el valor del carbono equivalente, se puede determinar la temperatura de precalentamiento, mediante fórmulas, gráficos o tablas.

1.2.2. Rango favorable del tiempo t8/5. Para optimizar las propiedades mecánicas de la ZAT, es importante encontrar un rango adecuado del tiempo de enfriamiento entre 800 y 500 ˚C “t8/5” en relación al diagrama TTT de enfriamiento continuo. Por ello es importante tener la información técnica del acero a soldar, incluyendo el diagrama TTT del acero que se va a soldar. Un tiempo t8/5 demasiado corto conlleva la formación de grietas por formación de estructuras martensíticas o bainíticas, así como por la posibilidad de la difusión de hidrógeno. Otro fundamento para limitar los valores cortos del tiempo t8/5 es la baja capacidad de deformación de una ZAT con demasiada dureza. Un tiempo t8/5 demasiado prolongado conlleva la disminución de la carga de rotura, del límite elástico y de la resiliencia en la ZAT, debido a la posible formación de grano grueso y a la mayor cantidad de ferrita. Pero el valor que más disminuye es la tenacidad, con demasiado aporte térmico la resiliencia disminuye drásticamente, aún cuando el límite elástico y la carga de rotura estén sobre los límites permisibles. Para los aceros de grano fino, es posible calcular el tiempo t8/5 mediante fórmulas aproximadas del ciclo térmico para la conductividad térmica tridimensional y bidimensional, en las que uno de los factores decisivos, en función de la composición química, es la temperatura de precalentamiento, además del aporte térmico definido. Pero no es posible determinar un valor favorable del tiempo t8/5 genérico para todo tipo de acero, porque el rango del análisis químico permisible implica un fuerte cambio de comportamiento por transformación, esto significa que el tiempo t8/5 se debería calcular para cada análisis químico. El diagrama TTT de enfriamiento continuo es una herramienta valiosa para facilitar este cálculo, mediante los ciclos térmicos de soldeo, se determina experimentalmente, la posible estructura resultante en la ZAT. Adicionalmente se pueden tomar las recomendaciones de la Norma UNE EN 1011-2:2001

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1.2.3. Proceso de soldeo y sus parámetros. Paralelamente a la determinación del tiempo t8/5 se deberá analizar la posibilidad de aplicación del proceso de soldeo, determinando la preparación de la junta, la productividad, y los parámetros adecuados. El aporte térmico está en función de los parámetros de soldeo que son; Intensidad I, Tensión U, y velocidad de soldeo , todo esto afectado por un factor de eficiencia .

1.2.4. Selección del material de aportación. La selección del material de aportación es uno de los pasos más importantes, debiéndose comparar las propiedades mecánicas del metal depositado, especialmente la resiliencia mediante la energía absorbida, el límite elástico, y la deformación. Además, la composición química debe ser similar al metal base.

1.2.5. Tratamiento térmico post soldeo. Especialmente en los aceros resistentes a la termofluencia (creep), y en otros aceros de grano fino, débilmente aleados, el tratamiento térmico post soldeo sirve para reducir los picos de dureza en la ZAT. Además reduce las tensiones internas que se producen con la contracción.

1.3. Requisitos del soldeo de aceros de alta aleación Para soldar los aceros de alta aleación son importantes los siguientes pasos: Evitar el precalentamiento (aceros austeníticos). Selección adecuada del material de aportación. Selección de los procesos de soldeo y sus parámetros. Depósito en la zona de aceros resistentes a la corrosión en el diagrama de Schäffler. Tratamiento térmico post-soldeo

1.3.1. Soldeo de aceros austeníticos Los aceros austeníticos no experimentan la fisuración por difusión de hidrógeno ni la formación de fases duras porque no hay transformación de la austenita en martensita o en bainita, entonces no es necesario ningún precalentamiento, por el contrario, resultaría perjudicial pues facilitaría la precipitación de carburos o de la fase sigma durante el enfriamiento lento, además una temperatura entre pasadas mayor a 100 ˚C ocasiona el agrietamiento en caliente. Los depósitos de los aceros resistentes a la corrosión deben solidificar la fase de ferrita primaria para evitar el peligro de las grietas en caliente.

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2. USO DE LOS DIAGRAMAS SCHÄFFLER Y DE LONG PARA EL SOLDEO DE METALES DISÍMILES El diagrama de Schäffler descrito en el capítulo 2.16 Aceros de alta aleación (inoxidables), es una de las herramientas más útiles para la correcta selección del material de aportación.

Figura 2. Diagrama de Schäffler, representando las zonas de austenita, martensita, ferrita , fase sigma y las zonas de aceros de baja aleación, y de aceros inoxidables austeno-ferríticos. El ejemplo muestra la dilución al 50% de un acero al carbono con un acero inoxidable, el soldeo se realizó con el proceso TIG sin material de aportación. La mezcla resultante está en la zona de estructura martensítica.

Este diagrama representa gráficamente la relación existente entre los elementos de aleación y la estructura que tiene el acero en función de su composición química. En las ordenadas de dicho gráfico se presenta la suma de porcentajes de elementos formadores de austenita (gamágenos), multiplicados por unos coeficientes, en función de la influencia austenizante del elemento de aleación. Esta suma se expresa en la fórmula del níquel equivalente, donde el níquel es el elemento más representativo de formación de austenita. En las abcisas está la suma de porcentajes de elementos formadores de ferrita, también multiplicados por coeficientes, función de su influencia ferritizante. En este caso la suma se expresa en la fórmula de cromo equivalente, donde el cromo es el principal elemento formador de ferrita.

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Si se suelda la unión con un consumible de acero al carbono, la mezcla resultará en la zona martensítica (dependiendo de la dilución), además se formarán carburos de cromo. Si se suelda con un consumible común de acero inoxidable, del mismo tipo de aleación del acero austenoferrítico, la mezcla resultará también en la zona martensítica, con precipitación de carburos de cromo. En ambos casos la unión es frágil, con poca resistencia mecánica. El resultado es peor aún cuando se suelda este tipo de unión sin material de aportación, porque el nivel de precipitación de carburos es mayor. Este caso típico se muestra en la Figura 2. La desventaja principal con este diagrama es que no representa el efecto del nitrógeno que es un elemento austenizante muy fuerte, pero es válido para darnos cuenta del problema. Hoy en día, en soldadura, se emplean otros diagramas. El número de la ferrita se mide con la atracción magnética como un método de medir la proporción de ferrita de delta presente en la aleación. El número de la ferrita se traza en un diagrama Schäffler modificado denominado diagrama de Delong. El cromo y el níquel equivalente son similares al diagrama Schäffler, con la diferencia que el níquel equivalente incluye la suma de 30 veces el volumen de Nitrógeno.

Figura 3. Diagrama de Delong, este diagrama incluye al nitrógeno como elemento austenitizante.

2.1. Diagrama WCR. El diagrama de Schäffler incorpora un ancho rango de composición química, más que el diagrama Delong y que el diagrama WRC siendo muy útil para determinar la composición aproximada del metal depositado en una unión disímil. Sin embargo, la precisión de este diagrama para determinar el grado de ferrita es menor que en el caso del diagrama Delong. El diagrama WRC, obtenido mediante un estudio matemático sobre un gran número de mediciones Revisión 1–Julio 2007

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del FN para un metal de aporte de comparación conocida, publicado por AWS en 1992 es una nueva herramienta para determinar la estructura de las uniones disímiles basándose en el número de ferrita. Mientras que en el diagrama de Schäffler se evaluó la cantidad de ferrita en base a ensayos metalográficos, los diagramas Delong y WRC se definió la cantidad de ferrita en base a métodos de medición magnética. Con bajos niveles, hasta el número 8 de ferrita el porcentaje de ferrita coincide con el número de ferrita, a mayor cantidad de ferrita, las cifras divergen progresivamente. El diagrama Delong adiciona el nitrógeno como elemento austenizante de gran importancia, y el diagrama WRC incorpora el cobre con un factor de 0,25 al níquel equivalente, variando ligeramente los factores de los elementos de las fórmulas del níquel equivalente y del cromo equivalente. El diagrama WRC no es aplicable a composiciones mayores a 0,25% de nitrógeno ni a más de 10% de manganeso.

2.1.1. Medición de la ferrita. Se ha adoptado el método magnético de medición de ferrita con el número de ferrita, en reemplazo del porcentaje de ferrita, para este efecto se usan instrumentos calibrados, dos de los nombres de marca registrada son el ferritoscopio y la galga magnética (magnegage). Inicialmente hubo una amplia variación de niveles de ferrita, debido a las mediciones realizadas con diferentes tipos de instrumentos en varios laboratorios. La estandarización redujo las discrepancias de la medición, calibrando los instrumentos para establecer una sola medida en comparación con los porcentajes de ferrita. Esto es lo que se aplica en el diagrama WRC. La importancia del efecto de la ferrita en las uniones de aceros disímiles está en relación con las grietas en caliente, el corto rango de temperatura de solidificación permite que la soldadura esté sólida cuando inician las tensiones de contracción. El menor coeficiente de contracción de la estructura cúbica de cuerpo centrado en comparación con la de caras centradas de la austenita, disminuye las tensiones de solidificación durante el enfriamiento. Estas características son tratadas con mayor amplitud en el tema de aceros inoxidables.

Figura 4. Diagrama WRC Curso de formación de Ingenieros Internacionales de Soldadura–IWE

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2.2. Relación del diagrama Delong con el diagrama de Schäffler El diagrama de Delong tiene el mismo objetivo que el diagrama de Schäffler, donde los requisitos del depósito de soldadura, determinan el tipo de aleación del material de aportación, el que de acuerdo a su composición química se representa en ambos diagramas. Para esto es importante considerar que el metal depositado consiste en la mezcla de la dilución de los dos metales base con el material de aportación fundido, el grado de mezcla de cada material que interviene en la unión disímil, es función de la dilución. El diagrama Schäffler, pese a su antigüedad no deja de ser práctico y útil para definir el tipo de aleación resultante en la unión con un consumible determinado. En soldadura es obligatoria la medida magnética. Sólo en varillas TIG se permite, por ejemplo, darla por diagrama analizando la composición química de la varilla. En la Figura 2 se observa la existencia de cuatro zonas claramente marcadas como las zonas de austenita, martensita, ferrita (delta) y fase sigma. En la zona de austenita existe el peligro de la formación de grietas en caliente, para evitarlas es imprescindible soldar sin precalentamiento y acelerar el enfriamiento inmediatamente después del soldeo. Por el contrario, una aleación martensítica necesita un precalentamiento y enfriamiento lento para evitar el efecto de las grietas por formación de fases duras, debido a que estas aleaciones son templables hasta 400 ˚C. Después del soldeo de un acero martensítico es necesario hacer un tratamiento térmico de recocido, tanto para aliviar tensiones como para disminuir la dureza de la ZAT y uniformizar la estructura. Además, es necesario mejorar la tenacidad mediante la disminución de la carga de rotura. Las aleaciones ferrítico-martensíticas, así como las ferríticas (ferrita ), también son templables y necesitan precalentarse antes del soldeo, con el consiguiente enfriamiento lento. Al igual que las aleaciones martensíticas, es necesario realizar un recocido para mejorar la tenacidad con la disminución de la dureza y de la carga de rotura. La fase sigma es una zona donde se presenta una fragilización por recristalización, al permanecer estas aleaciones, a temperaturas entre 500 y 900 ˚C. En conclusión, la mezcla del material de aportación con los aceros disímiles, debería resultar preferentemente, en una zona libre de estos peligros que se conoce como la zona A + F, constituida por una mezcla de estructuras de austenita, martensita y ferrita. Esto se logra mediante la correcta selección del material de aportación y una dilución controlada.

2.3. Estructuras en el diagrama de Schäffler Para determinar la microestructura resultante con el soldeo de una unión disímil, se utiliza el diagrama de Schäffler siguiendo los siguientes pasos:

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2.3.1. Determinar el equivalente cromo y níquel del metal base y de aporte para situarlos en el diagrama. Para esto se deberá conocer la composición química de ambos aceros, para usar ambas fórmulas dadas para la representación en el diagrama, que son cromo y níquel equivalente.

2.3.2. Trazar el segmento que une ambas partes. Esto se realiza mediante un trazo recto entre los puntos hallados de los dos aceros. La recta entre ambos puntos simboliza, de forma ideal, la dilución posible entre ambas aleaciones en %.

2.3.3. Conseguir medidas representativas de la dilución relativa entre metal base, metal de aporte. Marcar en el segmento que une ambos metales base, el punto correspondiente a la microestructura resultante de acuerdo con la dilución estimada, sabiendo que la dilución del metal base en el baño de fusión, es el coeficiente entre la distancia de dicho punto, al punto que representa al metal de aportación, entre la longitud total del segmento metal base-metal de aporte (%).

3. SELECCIÓN DE PROCESOS DE SOLDEO. La selección del proceso de soldeo dependerá de las condiciones de ejecución, del espesor de chapa o tubo, y de la posibilidad de realizar soldadura con la dilución estimada o ensayada mediante las pruebas de cualificación del procedimiento de soldeo. En general se prefieren los procesos con gas protector, siendo el proceso TIG el ideal para las chapas de espesor menor a 4 mm. También es adecuado para el soldeo de la pasada de raíz en tubos. Una variante moderna del proceso TIG constituye el proceso TIG orbital. El soldeo con electrodos revestidos es también muy adecuado para el soldeo en campo, debido a que la escoria protege mejor el baño de fusión contra las corrientes de aire. Pero es preferible proteger el área de trabajo contra las corrientes de aire y también de arena, polvo, y lluvia, porque perjudicarán totalmente a la calidad de la soldadura. Además, es común el empleo de la combinación del proceso TIG con el de electrodo revestido para el soldeo de tuberías cuyo espesor es mayor o igual a 5 mm. Los procesos semiautomáticos son adecuados para los procesos de fabricación en serie, siendo de fácil mecanización y automatización. El gas con el que se obtienen los mejores resultados es argón con 2% de CO2, Por eso se denomina proceso MAG, porque la pequeña cantidad de gas activo es necesaria para producir una reacción exotérmica mediante la oxidación parcial del consumible, con lo que se eleva la temperatura para aumentar la fluidez del baño de fusión. Con

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argón puro no hay fluidez y el cordón queda muy rugoso y abultado. Esta recomendación está registrada en la Norma UNE EN 1011-3. Se han desarrollado alambres tubulares con fundente y con metal en polvo, los que también tienen ventajas de aplicación en aplicaciones industriales, en construcción y en mantenimiento. Con estos consumibles es necesario emplear el gas recomendado por el fabricante, pues las condiciones de soldeo son muy variadas de una marca a otra. En todo proceso semiautomático es necesario prestar atención a los parámetros, siendo muy importante soldar en el rango de transferencia Spray, pero con una alta velocidad de soldeo para reducir el aporte térmico. Existen casos de aplicaciones de recargue con arco sumergido, siendo el consumible un fleje macizo o tubular con fundente o metal en polvo. En algunas aplicaciones este proceso se convierte en el proceso de electroescoria. La dilución es menor al 5%

4. EFECTOS DE LA DILUCIÓN 4.1. Dilución y procesos de soldeo Para el soldeo de las uniones disímiles se debe mantener una dilución baja, por eso deben seleccionarse procesos de baja dilución, a fin de mezclar lo menos posible el metal de aporte con los metales base. Esta dilución también depende de la habilidad del soldador. Se deberá evitar el proceso TIG cuando se suelda sin material de aportación o con muy poca aportación de material. Con el proceso 111 (electrodo revestido) se puede alcanzar una dilución del 30% que, dirigiendo el arco al metal depositado anteriormente, se puede reducir a menos del 25%. Esta técnica es conocida como soldeo a cuestas (back up welding). Con el proceso 135 (MAG), la dilución oscila entre 10-50% dependiendo de que se emplee la transferencia Figura 5. Dilución del metal aportado en cortocircuito o spray. En el proceso 121 (arco sumergido con alambre) la dilución puede ser aún mayor. Un caso de muy baja dilución, menor a 10% es el proceso de electroescoria con banda. Además de una dilución mínima, también interesa una composición química bastante uniforme en los cordones. Para ello es de suma importancia la correcta selección de los parámetros de soldeo. Una intensidad demasiado baja, puede ocasionar una falta de fusión. La Figura 5 representa la dilución que se puede estimar en una soldadura de recargue, la zona B es la que está compuesta con la mezcla del consumible y el metal base.

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Tanto “A” como “B” son partes no diferenciales del cordón, separadas una de otra mediante la línea de la superficie de la chapa, se ilustra el cálculo de la dilución de un cordón de recargue.

Figura 6. Efecto de la velocidad de soldeo en la dilución

Existen otros ejemplos para el cálculo de uniones de aceros disímiles en función a la preparación del chaflán en la unión. La Figura 6 ilustra la variación de la dilución en función de la velocidad de soldeo, es evidente que al incrementar la velocidad de soldeo, se obtendrá menor dilución y viceversa.

4.2. Dilución en las uniones disímiles La Figura 5 representa la dilución posible entre un consumible y un metal base, esta fórmula es válida para los casos de recargues o de untado (buttering), donde solo intervienen estos dos materiales. Pero en las uniones disímiles la dilución resulta algo más compleja, como se muestra en la Figura 7. La dilución resultante se puede conocer con la ecuación indicada en esta figura, con la combinación de los tres materiales.

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Las gotas del consumible en transferencia, tienen una composición distinta debido a la pérdida o ganancia de elementos con las reacciones metalúrgicas, siendo su composición M.A. + X

Consumible M.A. Reacciones metalúrgicas del consumible con el gas de protección, con la escoria o con el metal del los alambres tubulares.

M.B. 1

A1

A2

M.B. 2

Figura 7. Cálculo de la composición química en función de la dilución en una unión disímil

4.3. Rango de dilución para diferentes procesos de soldeo La Tabla 2 ilustra los rangos de dilución para algunos procesos de soldeo que son más usuales en la industria. Obsérvese que el proceso 141 sin material de aportación arrojará una dilución de 100% Tabla 2. Dilución en función a los procesos y sus características

Proceso

Denominación y características

Dilución: %

111

Electrodo revestido con electrodo básico

20 – 30

111

Electrodo revestido con electrodo de rutilo

15 – 25

111

Electrodo revestido con la técnica a cuestas (recargue)

10 – 20

135

MAG, Metal en gas protector

10 – 50

121

Arco sumergido con alambre

50 – 70

122

Arco sumergido con banda, soldeo de recargue y plaqueado.

10 – 20

72

Electroescoria con banda, soldeo de recargue y plaqueado.

141

TIG, Wolframio con gas inerte

2–5 0 – 100

Para grados de dilución del 10-15 %, en procesos de soldeo o de recargue en TIG, puede presentarse problemas de falta de fusión por lo que no se suele bajar de este valor, aunque sea teóricamente postsoldeo.

5. CONSUMIBLES Mediante el empleo del diagrama de Schäffler se puede seleccionar el material de aportación adecuado, de acuerdo con el tipo de aplicación descrito en el apartado 7. Las formas de suministro son electrodos revestidos, varillas para el proceso TIG, alambres para el proceso MAG, alambres tubulares, alambres y fundentes para arco sumergido. Además existen consumibles para los procesos de soldeo TIG orbital y TIG de alambre caliente, en formas de suministro especiales para estos casos, usualmente en bobinas de alambre de 500 gramos. El proceso TIG de alambre caliente disminuye la dilución elevando el rendimiento de fusión.

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12

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Los más usuales para la unión de aceros disímiles están listados en la Tabla 3. Es importante elegir los materiales de aportación en función de la dilución y de las condiciones de servicio del componente soldado. Esto se explicará en el apartado 8. La Figura 8 representa la ubicación de los consumibles en el diagrama de Schäffler, con la observación de los consumibles de base níquel que no están dentro del diagrama, debido a que el contenido de níquel es mayor al 40%, excediendo los límites del diagrama. Tabla 3. Consumibles más utilizados en la unión de aceros disímiles

Identificación AWS

EN

E / ER

1027-2

309

Composición Química

FN

Observaciones

% Ferrita

C

Cr

Ni

Mo

Otros

1,4370

0,12

19

9

----

Mn 6

0%

Austenítico Mn > 5%

1,4459

0,06

23,5

13

----

----

FN9

Austeníticos

0,08

23,5

13,5

----

Si 0,8

FN9

Austeníticos

309Si

MIG/TIG

309L

1,4332

Ti 0,4 NiCr3

NiCr3

300 ˚C.

8.2. Ejemplos en el diagrama de Schäffler. 8.2.1. Unión de un acero S355J2G3, con un acero X 6 Cr Ni Ti 18 10 (W.Nr. 1,4541) con un electrodo 1,4370. Tabla 5. Cálculo del cromo y níquel equivalente del caso 8,2,1

Metal Base 1

Metal Base 2

Metal de aportación

Factor

%

Total:

Factor

%

Total

Factor

%

Total

Cromo

1,0

0

0

1,0

19

19

1,0

19

19

Molibdeno

1,0

0

0

1,0

0

0

1,0

0

0

Silicio

1,5

0,5

0,75

1,5

1

1,5

1,5

0

0

Niobio

0,5

0

0

0,5

0

0

0,5

0

0

Titanio

2,0

0

0

2,0

0,8

1,6

2,0

0

0

Cromo Equiv.

0,75

22,1

19

Níquel

1,0

0

0

1,0

12

12

1,0

9

9

Carbono

30

0,2

6

30

0,08

2,4

30

0,12

3,6

Manganeso

0,5

1,2

0,6

0,5

2

1

0,5

6

3

Níquel Equiv.

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6,6

15,4

15,6

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Figura 12. Con una dilución normal de 30% se obtiene una estructura totalmente austenítica. Debido al contenido de manganeso de 6 a 7%, la aleación todavía está libre de agrietamiento en caliente, si durante el soldeo se aumenta la dilución, se caerá en la zona A + M, resultando una aleación de muy baja ductilidad y propensa al agrietamiento en caliente.

8.2.2. Unión de un acero S355J2G3, con un acero X 6 Cr Ni Ti 18 10 (W.Nr. 1,4541) con un electrodo básico AWS A5,9 E 309L. Tabla 6. Cálculo del cromo y níquel equivalente

Metal Base 1 Factor

%

Metal Base 2

Total

Factor

%

Metal de aportación

Total

Factor

%

Total

Cromo

1,0

0

0

1,0

19

19

1,0

23

23

Molibdeno

1,0

0

0

1,0

0

0

1,0

2,5

2,5

Silicio

1,5

0,5

0,75

1,5

1

1,5

1,5

1

1,5

Niobio

0,5

0

0

0,5

0

0

0,5

0

0

Titanio

2,0

0

0

2,0

0,8

1,6

2,0

0

0

Cromo

0,75

Equiv.

22,1

27

Níquel

1,0

0

0

1,0

12

12

1,0

13

13

Carbono

30

0,2

6

30

0,08

2,4

30

0,03

0,9

Manganeso

0,5

1,2

0,6

0,5

2

1

0,5

1

0,5

Níquel Equiv.

6,6

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15,4

14,4

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Figura 13. Con una dilución normal de 30% se obtiene una estructura correspondiente a un depósito austenítico E 308 (19 %Cr 9 %Ni), se trata de un material con 5 a 8% de ferrita delta, con lo que estará libre del peligro de agrietamiento en caliente. La unión no es adecuada para temperaturas de servicio mayores a 300 ˚C debido a la posibilidad de la difusión de carbono que formaría los carburos de cromo.

8.3. Consumibles de aleaciones Ni-Cr-Fe Por aleaciones Ni-Cr-Fe nos referimos a los consumibles ENiCrFe-2, ENiCrFe-4 para electrodo recubierto y ERNiCrFe para alambre y varilla. En las uniones entre aceros al carbono o de baja aleación con aceros inoxidables austeníticos el metal de aportación Ni-Cr-Fe permite diluciones importantes sin agrietamiento, conservando siempre su ductilidad. Únicamente cuando uno de los metales presenta un contenido elevado en silicio (caso de acero moldeado inoxidable austenítico) hay peligro de grietas en caliente. También con el metal de aportación Ni-Cr-Fe se suele practicar el untado buscando las mismas ventajas que en las uniones B/N del grupo III, como fácil acceso, control de la dilución, y poco embridamiento. Además se evita sensibilizar al acero inoxidable austenítico que así no está presente en el tratamiento térmico de postsoldadura. Todo ello frente al inconveniente de un mayor coste económico.

8.3.1. Interfase En realidad cuando el acero ferrítico se suelda al acero inoxidable austenítico mediante un metal de aportación de base níquel existen en la unión dos interfases. La que nos ocupa ahora es la interfase Ni-Cr-Fe / acero ferrítico.

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En condición de soldadura tenemos también una capa martensítica en la interfase, aunque ésta parece más estrecha y con menos consecuencias prácticas que la que se pueda formar en la ZAT. El tratamiento térmico de postsoldadura (600º/700 ˚C) daña muy poco a estas interfases porque: La actividad del carbono en el metal Ni-Cr-Fe es mucho menor que el acero inoxidable austenítico, por lo que la emigración de carbono a través de la interfase disminuye mucho. Ya no se producen las extensas zonas descarburadas en el acero ferrítico ni las notables precipitaciones de carburos de cromo en la unión o en el acero austenítico. El coeficiente de expansión del metal Ni-Cr-Fe es similar al del acero ferrítico, así que ya no aparecen en la interfase tensiones inducidas por el tratamiento térmico. Por la misma razón el servicio bajo fatiga térmica ya no induce en la interfase tensiones de cortantes variables. Ahora las tensiones residuales del tratamiento térmico se sitúan en la interfase Ni-Cr-Fe / inoxidable austenítico, pero la excelente resistencia a la fluencia y a la oxidación de ambos materiales garantiza su integridad en servicio. En ambientes en que las aleaciones de níquel no pueden trabajar (por ejemplo en reactores petroquímicos, por la presencia de azufre que las corroería) se suele recurrir a hacer la raíz de la unión con acero inoxidable austenítico tipo 309, y el resto, que ya no es bañado por el fluido, con metal Ni-Cr-Fe. Pese a todo esto la problemática de las uniones acero ferrítico/inoxidable austenítico no está totalmente resuelta en servicios severos, como los tubos sobrecalentadores de las calderas de combustible fósil que trabajan a 550 ˚C con acero ferrítico 2 1/4 Cr 1 Mo, y los tubos de los intercambiadores de calor de los reactores nucleares rápidos. Con el metal de aportación Ni-Cr-Fe dichos tubos de calderas fallan por la interfase al cabo de años de servicio debido a la emigración de carbono (muy pequeña pero constante) y a la oxidación preferencial externa. Tabla 7. Consumibles sugeridos para la unión de aleaciones de níquel con acero

Aleación de níquel UNS Nº

N02200

Forma de

Consumible para soldar con 2

suministro del

Acero al carbono o

consumible

de baja aleación

Níquel puro

Electrodo revestido,

ENi-1, ENiCrFe-2

comercial

varilla y alambre

ERNi-1, ERNiCr-3

Electrodo revestido,

ENiCu-7, ENi-1

ENiCrFe-2, ENiCrFe-3

varilla y alambre

ERNi-1

ERNiCr-3, ERNiCrFe-6

Designación común

1

N04400

Alloy 400

N05500

Alloy K-500

N05502

Alloy 502

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Acero inoxidable ENi-1, ENiCrFe-2, ENiCrFe-3 ERNi-1, ERNiCrFe-2, ERNiCrFe-3

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Tabla 7. Consumibles sugeridos para la unión de aleaciones de níquel con acero

Aleación de níquel

Consumible para soldar con 2

Forma de

Designación

suministro del

Acero al carbono o

común 1

consumible

de baja aleación

N06600

Alloy 600

Electrodo revestido,

ENiCrFe-2, ENiCrFe-3

ENiCrFe-2, ENiCrFe-3

N08800

Alloy 800

UNS Nº

N06625

Alloy 625

N08825

Alloy 825

N10665

Alloy B-2

N10276

Alloy C-276

N06455

Alloy C-4

N06007

Alloy G

Acero inoxidable

varilla y alambre

ERNiCrFe-3, ERNiCrFe-6

ERNiCrFe-3, ERNiCrFe-6

Electrodo revestido,

ENiCrFe-2, ENiCrMo-3

ENiCrFe-2, ENiCrMo-3

varilla y alambre

ERNiCrFe-3, ERNiCrMo-3

ERNiCrFe-3, ERNiCrMo-3

Electrodo revestido,

ENiCrMo-3

ENiCrMo-3

varilla y alambre

ERNiCrMo-3

ERNiCrMo-3

Electrodo revestido,

ENiMo-7

ENiMo-7

varilla y alambre

ERNiMo-7

ERNiMo-7

Electrodo revestido,

ENiCrMo-4

ENiCrMo-4

varilla y alambre

ERNiCrMo-4

ERNiCrMo-4

Electrodo revestido,

ENiCrMo-4

ENiCrMo-4

varilla y alambre

ERNiCrMo-7

ERNiCrMo-7

Electrodo revestido,

ENiCrMo-9

ENiCrMo-9

varilla y alambre

ERNiCrMo-1

ERNiCrMo-1

1.- Algunas de estas aleaciones están basadas en marcas registradas. Estas aleaciones pueden ser conocidas por otros nombres. 2.- Referidas a las especificaciones AWS A5.11 y A5.14 de los consumibles de aleaciones de níquel.

Tabla 8. Propiedades mecánicas típicas de uniones de aleaciones de níquel con aceros

Aleación de níquel Acero

Consumible Carga Deformación Localización 2

UNS Nº

común

%

rotura

Designación Nomenclatura 1

de

AISI / ASTM

de la fractura.

en MPa 34

Alloy 400

45

Alloy 400

29

Alloy 600

35

Acero

N04400

Alloy 400

410

ENiCrFe-2

564

N04400

Alloy 400

304

ENiCrFe-2

575

N06600

Alloy 600

347

ENiCrFe-2

656

N06600

Alloy 600

405

ENiCrFe-6

621

N06625

Alloy 625

304

ENiCrMo-3

629

N06625

Alloy 625

410

ERNiCrMo-3

566

N08800

Alloy 800

347

ERNiCrFe-6

625

N10001

Alloy B

A36 = S235

ENiMo-1

414

N10002

Alloy C

316

ENiCrFe-2

624

Acero

N10002

Alloy C

A36 = S235

ENiCrMo-5

421

A36

-

inoxidable

-

Acero

33 33 -

inoxidable Acero inoxidable Alloy 800 ASTM

Acero inoxidable Revisión 1–Julio 2007

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Tabla 8. Propiedades mecánicas típicas de uniones de aleaciones de níquel con aceros

Aleación de níquel Acero

Consumible Carga Deformación Localización 2

UNS Nº

Designación Nomenclatura común

1

AISI / ASTM

de

%

de la

rotura

fractura.

en MPa Acero

ASTM

A36 1. Algunas de estas aleaciones están basadas en marcas registradas. Estas aleaciones pueden ser conocidas por otros nombres. 2. Referidas a las especificaciones AWS A5.11 y A5.14 de los consumibles de aleaciones de níquel.

9. UNIONES DE ALEACIONES DE COBRE-NÍQUEL CON ACERO AL CARBONO/ACERO INOXIDABLE En muchas aplicaciones para plantas químicas, se construyen algunos componentes de cobre o de aleaciones de cobre, para los requisitos especiales de resistencia a la corrosión que se debe cumplir, mientras el resto del componente se construye de acero. Cuando es necesaria la total hermeticidad entre los componentes, o una resistencia moderada a presión interna en recipientes a presión, las uniones con bridas no son las más adecuadas, entonces se tiene que recurrir a la soldadura. Durante el soldeo, el cobre líquido puede difundirse en los límites de grano del acero, conduciendo a la dislocación de la microestructura y a la aparición de grietas. Esta forma de fisura se denomina grietas por soldeo fuerte (Lötrissigkeit). Las condiciones para que ocurran estas grietas son: El material humectado con el baño de soldadura fuerte (cobre, bronce, latón u otros) deberá encontrarse bajo el efecto de cargas externa o esfuerzos residuales internos de tensión. Las aleaciones de cobre tienen una carga de rotura bajo esfuerzos combinados de 150 a 180 N/mm2. El punto de fusión del metal líquido de menor peso específico, debe ser relativamente alto. El metal líquido, debe ser por lo menos limitadamente, soluble en el metal base. El peligro de la formación de grietas ya no está presente cuando el cordón de soldadura está totalmente solidificado. La tendencia a la formación de grietas por soldeo fuerte disminuye la resistencia a las cargas dinámicas o al fallo por fatiga en comparación con la carga de rotura. Si la unión entre cobre y acero al carbono estará sometida a muy bajos esfuerzos, la tendencia a la

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fisura por soldeo fuerte tiene pocos efectos sobre la resistencia de la unión soldada. En estos casos es permisible soldar cobre con acero directamente sin ningún cojín intermedio. Para uniones soldadas sometidas a grandes esfuerzos de tensión, eliminando el peligro de las fisuras por soldeo fuerte, así como para la unión de aceros inoxidables al cromo-níquel con cobre, es preciso evitar la dilución del cobre en los granos del acero, esto es posible con un cojín de varias pasadas de níquel sobre la superficie de cobre, utilizando después níquel como metal de aportación para soldar la unión disímil. La buena solubilidad del níquel con el acero y del níquel con el cobre independientemente, hace posible realizar una unión soldada libre de grietas, con buenas propiedades de resistencia y resiliencia. En las aplicaciones prácticas es muy importante la unión de aleaciones de cobre con acero al carbono o con aceros de baja aleación. La Tabla 9 sirve como guía para algunas combinaciones posibles. Las indicaciones para las soldaduras cobre-acero son válidas también para las uniones cuproníquel-acero, con la única excepción del precalentamiento del cobre. Por un lado la conductividad térmica de los cuproníqueles es similar a la del acero, con lo que desaparece la necesidad de tal precalentamiento. Por otro lado, los cuproníqueles no deben precalentarse por encima de 65 ˚C ya que hay peligro de grietas en caliente y de pérdida de resistencia a la erosión corrosión por precipitación del hierro disuelto. La Figura 14 muestra el diagrama del sistema cobre níquel. Sólo hay una fase, solución sólida. Intervalo de solidificación corto. Se usa el untado (Buttering) de níquel sobre cobre. La Figura 15 muestra las zonas libres de grietas en caliente o grietas de soldeo fuerte, la dilución de los consumibles de cobre-níquel, con hierro o cromo, o con la combinación de ambos, deberá estar limitada al 5%. Estas aleaciones CuNiFe soldadas a los aceros al carbono o inoxidables tiene aplicaciones en la construcción naval. Lo usual es untar el acero inoxidable con níquel o aleaciones ricas en níquel para evitar la dilución de cobre con hierro o cromo, luego la unión puede ser realizada con aleaciones cobre-níquel o níquel cobre.

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Datos para el soldeo

Procesos

Uniones de cobre con:

Uniones de acero con:

Acero al carbono

Acero inoxidable al cromo-níquel

Latón

Bronce al estaño

Bronce al aluminio

Bronce al silicio

Aleaciones de cobreníquel

111-141-131

111-141-131

31-111-141

111, 141

111, 141, 131

141, 131

111, 141, 131

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27

Esfuerzo bajo: Chapas, t3 mm: fundente. Esfuerzo alto: aluminio. silicio. (S-CuNi). de bronce. Electrodos, varillas o Esfuerzo alto: Elegir en base a (S-CuAl8) (S-CuSi) Esfuerzo alto: Esfuerzo alto: alambres de níquel Electrodos, varillas o ensayos mecánicos y Esfuerzo alto: Esfuerzo alto: Electrodos, de de Electrodos, varillas o No hay níquel- cobre. Consumibles Electrodos, varillas o alambres puro, para recubrir el alambres de níquel pruebas de níquel puro, para recubrir bisel del cobre. puro, para recubrir el cualificación de alambres de níquel puro, experiencias (NiCu 30 Fe) el bisel del cobre. La unión se realiza con bisel del acero. procedimientos de para recubrir el bisel del satisfactorias La unión se realiza con electrodos, alambres o Soldar la unión con soldeo. bronce al aluminio. debido a las electrodos, alambres o varillas varillas de acero al varillas de cobre La unión se realiza con fisuras por soldeo de acero al cromo-níquel cromo-níquel (S-CuSn) electrodos, alambres o fuerte. varillas de níquel puro. Esfuerzo bajo: Chapas, t3 mm: Después unir con el niveles de esfuerzos. Soldar la unión con evitar la fisura por arco debe Procedimiento Esfuerzo alto: Precalentar el bisel del latón utilizando Un cojín de níquel consumibles de níquel puro. soldeo fuerte no mantenerse Proceder de forma similar al cobre entre 200 hasta varillas de cobre puro no ofrece buenos da resultados corto. caso de acero inoxidable. 500º C. Soldar un cojín resultados, es aceptables, por de dos capas. Soldar la necesario realizar eso es que no se superficie de níquel ensayos destructivos utiliza esta con el acero al cromo para conocer la combinación para níquel resistencia de la esfuerzos altos. unión.

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Tabla 9. Posibles uniones soldadas de acero con cobre y con aleaciones de cobre

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Figura 14. Diagrama de fase níquel cobre. Sólo hay una fase, solución sólida. Intervalo de solidificación corto. Se usa el “Buttering” de níquel sobre cobre

CUPRONÍQUELES: %Cu 70-90. Contienen adiciones menores de hierro manganeso y cinc. La resistencia a la erosión-corrosión es mejor cuando el hierro está en solución sólida, así que se cuida de no calentar el metal mucho. Por otro lado el cuproníquel tiene tendencia a grietas en caliente así que, por ambas razones, no se precalienta por encima de 65 ˚C.

Figura 15. Diagrama ternario Fe-Cu-Ni, se muestra la región de grieta en caliente o grieta de soldeo fuerte, y la zona libre de la susceptibilidad a estas grietas.

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10. UNIONES DE ALEACIONES DE NÍQUEL CON ACERO AL CARBONO. Para el soldeo de acero con aleaciones de alto contenido de níquel, es necesario observar algunas particularidades, las soldaduras ferríticas, y adicionalmente aleadas con cromo tienden a la formación de martensita, siendo sensibles al endurecimiento. Soldaduras de níquel-cobre del tipo NiCu30Fe no son compatibles con cromo (mayor al 6%) o con acero con alto contenido de carbono, debido a la alta tendencia al agrietamiento en caliente. Las soldaduras de los aceros inoxidables comunes 18% Cr / 8% Ni contienen ferrita, con la que se disminuye la tendencia a la formación de grietas en caliente. Una aleación de níquel en cambio, propicia la formación de austenita y conlleva la formación de grietas en caliente. Además un contenido mayor al 3% de cobre en estos depósitos conduce a la fractura en caliente ya en servicio (caso de fallo diferente al de la grieta en caliente). Cuando se deban soldar aleaciones de níquel-cobre del tipo NiCu30Fe con acero sin aleación, se pueden utilizar consumibles de Ni-Cu con bajo contenido de carbono, adicionalmente se deben emplear consumibles con elementos desgasificantes. Para unir las aleaciones níquel-cobre en mención, con aceros al cromo es recomendable untar o depositar una capa de níquel puro. El soldeo de las aleaciones endurecibles NiCu30Al con acero debe ocurrir en estado recocido de disolución, después del soldeo se hace nuevamente el temple de endurecimiento. Para este efecto es importante observar, que la temperatura de temple sea de 750 a 800 ˚C, con lo que el acero no alcance la temperatura necesaria para una transformación completa en austenita, es decir solo se logra una transformación parcial de la fase alfa ( ) en gama ( ). Con el enfriamiento final pueden originarse del lado del acero, tensiones residuales y estructuras no deseables, para eliminarlas es necesario hacer un revenido. La unión de aleaciones de níquel-cromo-hierro con acero se han desarrollado consumibles similares a las aleaciones en mención, del tipo S-NiCr15FeNb. El soldeo de las aleaciones endurecibles NiCr15Fe7 deben ser muy raramente solicitadas. A similitud de las aleaciones endurecibles níquel-cobre, deberán soldarse en estado recocido de disolución, siendo el tratamiento de temple posterior al soldeo. También para la unión de las aleaciones de níquelmolibdeno con acero existen consumibles adecuados de base níquel-molibdeno. Asimismo se puede utilizar el material de aportación mencionado, del tipo S-NiCr15FeNb. La experiencia práctica ha demostrado que la dilución del metal de aportación níquel con hierro no debe superar el 40% con electrodo revestido y el 25% con TIG, MIG y arco sumergido. En la Tabla 7 y en la Tabla 8 se recomiendan los consumibles más adecuados a cada caso. A veces surge el problema del contenido de azufre y fósforo del acero, que resulta elevado para la aleación de níquel. En este caso se cuidará de reducir la dilución.

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A continuación indicamos las diluciones máximas permisibles para distintos metales de aportación. Tabla 10. Dilución de los consumibles base níquel con hierro

Dilución max. Con hierro (%)

Metal de soldadura Ni (TIG, MIG, arco sumergido)

25

Ni (electrodo revestido)

40

Ni-Cu (TIG y MIG con Tratamiento térmico, relajación)

5

Ni-Cu (TIG, MIG)

10

Ni-Cu (arco sumergido)

25

Ni-Cu (electrodo revestido)

30

Cu-Ni

5

Cu-Ni (TIG, MIG, arco sumergido)

25

Ni-Cr (electrodo revestido)

40

Tabla 11. Dilución de los consumibles base níquel con cromo

Metal de soldadura

Dilución max. Con cromo (%)

Ni

30

Ni-Cu

6

Cu-Ni

10

Ni-Cr

10

Los metales de aportación Ni-Cr se utilizan cuando hay dilución con cromo. Hay que cuidar la dilución cuando el metal base contiene alto porcentaje de silicio (acero inoxidable austenítico fundido). El contenido de silicio en el metal de soldadura no debe superar el 0,75%

11. UNIONES DE ACERO INOXIDABLE Y ALEACIONES DE COBRE La dilución (5%) del cobre con hierro conduce a grietas en caliente. Además, el cobre tiende a difundirse entre los bordes de grano de la zona térmicamente afectada del acero, produciendo fisuras por soldeo fuerte. Por otro lado al solidificar aparecen en el sistema cobre-hierro dos fases que, aunque son soluciones sólidas y por tanto dúctiles (y no frágiles como los compuestos Revisión 1–Julio 2007

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intermetálicos), pueden dar problemas de corrosión. Para evitar la dilución con hierro del metal de aportación se utiliza el untado (buttering) de níquel sobre el acero.

Figura 16. Diagrama cobre hierro (Cu-Fe)

Obsérvese el gran intervalo de solidificación que hay en una amplia gama de composiciones: Hay propensión a grietas en caliente. No hay compuestos intermetálicos frágiles, pero hay dos fases (que son soluciones sólidas, dúctiles): puede haber problemas de corrosión. Los cobres comerciales pueden unirse a aceros ferríticos o aceros inoxidables austeníticos con metal de aportación ERNi-3. Si se hace con previo untado (buttering) se garantiza una mejor calidad. En estas uniones el cobre se precalienta entre 200 a 500 ˚C, dependiendo del espesor de chapa y del proceso de soldeo. El precalentamiento es necesario para neutralizar la conductividad térmica del cobre, sino no se alcanzaría la temperatura del punto de fusión para soldar. También el metal de aportación ER CuAl-A2 permite soldar cobre a acero ferrítico o inoxidable austenítico con o sin untado. Esto se debe a que este consumible tolera la dilución con hierro. Salvo en el caso del metal de soldadura ERNi-3 las uniones cobre-acero tienden a ser soldadura de fusión sólo en el lado del cobre, mientras que en el lado del acero es una soldadura fuerte (“brazing”) ya que aquí la temperatura de fusión del acero es superior a la del consumible.

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Por ello con otros metales de aportación, como el ERCuAl-A2, se tratará de penetrar en el acero ya que en caso contrario la resistencia de la junta es peor, y bajo tensiones altas puede fallar la interfase aleación de cobre/acero. La Tabla 9 también tiene una columna sobre las sugerencias para la unión de acero inoxidable con cobre.

12. UNIONES DE ACERO CON ALUMINIO / ALEACIONES DE ALUMINIO El soldeo de acero con aluminio es difícil, porque de acuerdo con el diagrama de estado hierroaluminio, aparecen compuestos intermetálicos duros y frágiles en un rango muy amplio. Un recubrimiento previo del acero con aluminio, por ejemplo mediante inmersión en aluminio líquido, o mediante termorrociado, facilita la unión cuando se utilizan consumibles de aluminiosilicio. Tabla 12. Valores de carga de rotura de uniones a tope de aluminio con acero soldadas con el proceso TIG.

Combinación de Capa intermedia

Consumible

materiales

Carga de rotura

Lugar de la

N / mm2

fractura

Acero / Al 99,5

Sn

S-Al99,5Ti

80

Capa intermedia

Acero / AlMn 1,5

Zn

S-AlSi 5

100

Capa intermedia

Acero / AlMg 3

Sn

S-AlMg 5

160

Capa intermedia

Acero / AlMg 3

Zn

S-AlMg 5

120

Capa intermedia

Acero / AlMgMnSi

Sn

S-AlMg 5

130

Capa intermedia

Acero / AlMgMnSi

Sn

S-AlMg 5

140

Capa intermedia

También se han logrado resultados aceptables recubriendo el acero con zinc o estaño, mediante un recubrimiento depositado con llama (soldeo oxigás), o por inmersión en el metal líquido, con lo que se reduce el peligro de la fisura por soldeo fuerte. Finalmente se realiza el soldeo de acero con aluminio mediante el proceso TIG con un material de aportación similar a la del aluminio empleado. La Tabla 12 contiene algunos datos sobre los valores posibles de carga de rotura en uniones soldadas a tope, de aluminio con acero. La rotura se presentó en todo caso en la capa intermedia, aun cuando en casi todos los casos se logró un doblado a 180º. Las uniones a solape y las uniones en ángulo no son recomendables debido a la mala distribución de los esfuerzos y al peligro de corrosión. La unión de acero de alta aleación al cromo níquel con aluminio se dificulta por la tenacidad de las capas de óxido de ambos metales en la unión. Se han dado casos de unión de tubos de acero inoxidable con tubos de aluminio, en los que se utilizó una combinación Revisión 1–Julio 2007

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de soldeo fuerte con soldadura, el tubo de acero inoxidable queda inserto dentro del tubo de aluminio, primero se estaña (recargue con estaño) la pared del tubo de acero inoxidable, para unir por soldeo fuerte al tubo de aluminio, una vez que se logra evitar el giro entre ambos tubos, se puede soldar el solape de ambos tubos con el proceso TIG. El proceso que está dando muy buenos resultados en la unión de acero con aluminio y sus aleaciones, es el de soldeo por fricción. De hecho es ideal para una gran cantidad de combinaciones de uniones disímiles. Las principales ventajeas de este proceso son: Para la construcción soldada: -

Soldeo en lugares de difícil acceso (soldeo de espárragos, y piezas de diseño complicado)

-

Mínima contracción.

-

Conservación de la reproducibilidad de la contracción.

Para el material: -

Conservación de las propiedades.

-

Mínimo cambio metalúrgico.

-

Control de la temperatura durante el ciclo térmico.

Fabricación: -

Ajuste preciso de las variables del proceso.

-

Amplio rango de ajuste de los parámetros de soldeo.

-

Facilidad de automatización.

Calidad: -

Reproducibilidad, control de los parámetros.

-

Ajuste del proceso, facilidad de pruebas mediante ensayos no destructivos.

La Figura 17A muestra un eje de automóvil compuesto por un vástago y base de acero, que se une a un tubo de aluminio para disminuir el peso del componente. La unión de ambos metales está garantizada para la carga dinámica que deberá soportar. Otro caso es un perno de acero M8 cuya base está soldada a un tubo de aluminio de 20 mm x 2 mm, como se muestra en la Figura 17B. (A)

(B)

Figura 17. (A) Eje de automóvil compuesto por piezas de acero y aluminio soldadas por fricción y (B) tubo de aluminio soldado a una base de acero que tiene un perno M8

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13. UNIONES DE COBRE CON ALUMINIO / ALEACIONES DE ALUMINIO. El aluminio se diluye con la mayoría de los metales no ferrosos en estado líquido, pero forma compuestos intermetálicos frágiles, comúnmente formados en estado sólido. Estos compuestos limitan la aplicación del soldeo por fusión del aluminio con otros metales. Para unir aluminio con cobre se recarga el cobre con una capa de plata o aleación de plata, la unión se suelda con consumibles de aluminio o aluminio-silicio. También es aplicable la soldadura de tapón en uniones de solape, donde el consumible puede ser de cobre o de aluminio. Sin embargo este tipo de uniones son complicadas por el solape y fácilmente puede ser reemplazada por una unión remachada.

Figura 18. Conexiones eléctricas de cobre soldadas a manguitos de aluminio.

La soldadura por fricción ha dado buenos resultados en algunos elementos de conexiones eléctricas, donde la mayor importancia es la conductividad eléctrica de la unión, un ejemplo de estos elementos se ilustra en la Figura 18.

14. UNIONES DE NÍQUEL CON COBRE. Lo expuesto en el apartado 9 es válido para las uniones de níquel con cobre, la Figura 14 y en la Figura 15 son también útiles para este tipo de unión. Debido a la mayor conductividad térmica del cobre, el untado con níquel o aleación de níquel deberá realizarse sobre la superficie del cobre. Luego la unión se realizará con níquel.

Figura 19. Unión de un acero S355J2G3, con un acero X 6R Ni Ti 18 10 (W.Nr. 1,4541) con un electrodo básico AWS A5,9 E 316L. Revisión 1–Julio 2007

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